TU Berlin

Sonderforschungsbereich 1029SFB1029: B03

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B03: Dynamische Prallkühlung mit pulsierenden Prallstrahlarrays

TP-Leiter:
Dr.-Ing. Frank Haucke (l)

Zusammenfassung

Die Untersuchung der dynamischen Prallkühlung in dreidimensionalen Arrayanordnungen soll weiter vorangetrieben werden. Die hohe strömungsmechanische Komplexität bei der Prallstrahlinteraktion soll um den Einfluss eines dynamisch aufgeprägten Querstroms erweitert werden, wodurch die strömungsmechanische Ähnlichkeit zu durchströmten Turbinenschaufeln erhöht wird. Um auch die Ähnlichkeit zur Innengeometrie von realen Turbinenbeschaufelungen weiter zu verbessern, soll ebenso der Einfluss gekrümmter Prallflächen bzw. einer gekrümmten Strömungsführung auf den konvektiven Wärmeübergang näher analysiert werden. In Kooperation mit dem numerischen Teilprojekt B04 und dem regelungstechnischen Teilprojekt B06 wird eine signifikante Verringerung des messtechnischen Aufwands bei den parametrischen Variationen angestrebt.

2. Förderperiode 2016 - 2020

Abbildung 1 Prallkühlversuchsstand.
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Im Rahmen der ersten Projektphase des Teilprojektes wurde ein Versuchsstand für die Untersuchung von dynamischen Prallstrahlarrays konzipiert und gebaut. Dabei standen die Aufnahme eines 7x7 Prallstrahlarrays sowie die in der 2. Förderphase geplante Variation des Düsenabstandes (S/D<=5), die Variation des Prallabstandes (H/D<=5) und die Variation von dynamischen Parametern, wie Frequenz (fD<=1000 Hz), Phasenversatz benachbarter Prallstrahlen (Φ<=100 %), Reynolds-Zahl (ReD <= 7200) und Duty Cycle (DC<=100 %), im Vordergrund des Designprozesses. Der entwickelte Versuchsstand besitzt die Möglichkeit die Prall- und die Düsenplatte frei zu traversieren, was sowohl die Einstellung des Prallabstandes als auch die Positionierung des Düsenarrays zur Prallplatte ermöglicht.

Die Druckluftversorgung des Düsenarrays wurde über vier Massenflussregler realisiert, wobei jeder Regler einen Kühlluftverteiler versorgte, der wiederum die Kühlluft auf 12 bzw. 13 Düsen aufteilte. Die Implementierung der geforderten Dynamik innerhalb des Kühlluftmassenstroms erfolgte durch 49 modifizierte Magnetschaltventile, wodurch jede Düse individuell, in Bezug auf die geforderten dynamischen Parameter, angesteuert werden konnte. Für die verwendeten Prallstrahldüsen wurde auf das, von Janetzke [5][6] vorgestellte und bereits vermessene Düsendesign zurückgegriffen [18] [23] [19].

Abbildung 2: Schematischer LCT-Aufbau.
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Für die Bestimmung der Wandtemperaturen und somit für die Bewertung der Kühlwirkung wird auch in der zweiten Förderphase auf die Flüssigkristallthermographie (LCT) als Messmethode zurückgegriffen. Bei dieser Methode besteht die Prallplatte aus einer elektrisch geheizten 0.5 mm starken Metallfolie, welche mit einer selbstklebenden Flüssigkristallfolie (LCT-Folie) auf der Rückseite ausgestattet ist. Das Folienkonstrukt wird auf einer Glasplatte fixiert. Diese gewährt einerseits eine stabile Grundlage und andererseits günstige thermale sowie optische Eigenschaften für die Wärmeübergangsuntersuchungen (siehe Abbildung 2). Um einen Isolationseffekt zwischen den einzelnen Schichten auszuschließen, wird die gesamte Luft zwischen der Glasplatte und den Folien evakuiert. Bei der LCT-Folie handelt es sich um eine Folie mit gekapselten Flüssigkristallen, welche in Abhängigkeit von der lokalen Wandtemperatur unterschiedliche Wellenlängen der beleuchtenden Lichtquelle reflektieren, was zu einer definierten, sichtbaren temperaturabhängigen Farbverteilung führt. Diese kann mit einer Farbkamera durch die Glasplatte hindurch aufgenommen und unter Berücksichtigung einer Farb- Temperaturkalibration in eine flächige Temperaturverteilung umgerechnet werden. Mithilfe der flächigen Temperaturverteilung kann, wenn die Messung im Zustand des thermischen Gleichgewichtes stattgefunden hat, mithilfe der bekannten elektrischen Heizleistung, den Umgebungsparametern sowie der Kühlfluidtemperatur die lokale Nusselt-Zahlverteilung berechnet werden. Diese Ähnlichkeitskenngröße dient der Bewertung der Steigerung des konvektiven Wärmeabtransportes des Systems durch die jeweiligen eingestellten Parameterkombinationen.

Abbildung 3: Schematischer PIV-Aufbau.
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Zusätzlich zu den LCT-Messungen wird ein phasengetriggertes Stereo-PIV-System verwendet, um einen Einblick in das Strömungsfeld und die, für die Veränderung des Wärmeübergangs, verantwortlichen physikalischen Mechanismen zu erhalten (siehe Abbildung 3). Für jeden untersuchten Fall werden 40 äquidistant verteilte Phasenpunkte innerhalb einer Aktuierungsphase aufgezeichnet. Um die Tracer-Partikel (Di-Ethyl-Hexyl-Sebacat (DEHS)) sichtbar zu machen, wird mithilfe eines Nd:YLF Lasers ein Dz = 1.5mm dicker Lichtschnitt mittig unter der zentralen Düsenreihe aufgespannt. Dabei werden die Tracer-Partikel am Kühlluftverteiler (siehe Abbildung 4 links) in die Kühlluft eingebracht, wodurch jede Düse gleichmäßig mit Seeding versorgt wird. Die beiden stereoskopisch angeordneten Kameras (Auflösung: 2560 x 2150 Pixel) nehmen jeweils 100 Bilder für die Mittelung in einem Winkel von 37° zur Messebene auf. Dabei ergibt sich eine optische Auflösung für die Messungen von Res = 0.94 Vektoren pro mm.

Die benötigten optischen Komponenten sind stromab des Düsenarrays positioniert, wobei eine Beeinflussung der Strömung durch die Komponenten ausgeschlossen werden kann. Für die Gewinnung der Daten werden zwei Messebenen aufgezeichnet. Die erste umfasst die Düsen drei, vier und fünf und die zweite deckt die Düsen fünf, sechs und sieben ab. Eine Erfassung aller sieben Düsen ist aufgrund der baulichen Gegebenheiten optisch nicht möglich. Die Überlappung beider Messebenen wird verwendet, um die aufgenommenen Daten durch Interpolation im Überlappungsbereich koppeln zu können.

Konstruktive und messtechnische Erweiterung des Prallstrahl-Versuchstandes

Aus Gründen des Lärm- und Laserschutzes wurde eine Umhausung der Versuchseinrichtung gewährleistet. Darüber hinaus wurde zur Verbesserung der Messgenauigkeit und Wiederholbarkeit der Ergebnisse eine thermische Barriere um den Versuchsstand installiert. Die verwendete 60 mm starke thermische Isolierung besitzt eine Wärmeleitfähigkeit von L=0.04 W/mK und erlaubt eine verbesserte Wiederholbarkeit der Messwerte, auch bei schwankenden Umgebungsbedingungen. Durch den geringeren Wärme- und Fluidaustausch mit der Umgebung wird weniger Zeit benötigt, um das für die Messung notwendige thermische Gleichgewicht zu erreichen, was einen effizienteren Messbetrieb ermöglicht. Weiterhin wurde die Kühlluftmassenversorgung modifiziert. Während die ursprüngliche Versorgung vier individuelle Kühlluftstränge ermöglichte, können nun sieben Kühlluftreihen mit je sieben Düsen unabhängig betrieben werden. Jeder Strang kann individuell durch einen Massenflussregler, mit einer Genauigkeit von 0.1 % - 0.5 % full-scale-error, kontrolliert werden. Zusätzlich zu der besseren Genauigkeit bei der Kühlluftversorgung ist auch das Verteilersystem für die Prallstrahldüsen weiterentwickelt. Durch die Erweiterung der Kühlluftversorgung von vier auf sieben Massenflussregler konnte auf Basis der eingangs verwendeten Kühlluftverteiler die Anzahl der angeschlossenen Kühlluftdüsen von 12 bzw. 13 auf sieben pro Kühlluftverteiler reduziert werden, was eine erhebliche Verbesserung der Zuverlässigkeit und Genauigkeit während der Parametervariationen ermöglichte. Die Integration eines triggerbaren Kamerasystems, in Verbindung mit einer neuen LabView-basierten Steuerungssoftware, ermöglichen eine vollautomatische Messung mit zeit-synchroner Erfassung von Bild- und Temperaturdaten. Dadurch kann die Genauigkeit der Messergebnisse, im Besonderen die für die LCT-Messmethode notwendige Farbkalibration, zusätzlich erhöht werden, was wiederum die Wiederholbarkeit der Messergebnisse positiv beeinflusst. Durch die vorgestellten konstruktiven und messtechnischen Optimierungen konnte die derzeitige maximale Abweichung zwischen vergleichbaren Messungen zu σmax = 2.79 % bestimmt werden (siehe Abbildung 4 rechts). Bei der Untersuchung wurden acht Wiederholungsmessungen zugrunde gelegt, welche bei verschiedenen atmosphärischen Bedingungen (Luftfeuchte, Temperatur, Luftdruck) durchgeführt wurden. Es ist ebenfalls ersichtlich, dass die Wiederholbarkeit bei höheren Aktuierungsfrequenzen marginal schlechter ist als bei Frequenzen unter fD = 700 Hz.

Abbildung 4: links: Kühlluftverteiler. rechts: Wiederholbarkeit von Messreihen.
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Neben den beschriebenen Optimierungen wurde für die zweite Förderphase der ebene Versuchsaufbau durch einen Querstromrahmen ergänzt (siehe Abbildung 5 links). Dieser Querstromrahmen befindet sich zwischen der Düsen- und der Prallplatte und schließt das Düsenarray an drei Seiten ein. Der gesamte austretende Kühlungsmassenstrom wird in eine Richtung kanalisiert, wodurch das Array mit einem frequenzabhängigen dynamischen Querstromüberlagert wird, der in seiner Entstehung und damit in seinen strömungsphysikalischen Eigenschaften vergleichbar ist zu dem innerhalb einer Turbinenschaufel. Das bedeutet, dass die Querstromgeschwindigkeit an die Querschnittsfläche des Strömungskanals gekoppelt ist. Daher sorgt die Aufweitung bzw. die Verkleinerung des Prallabstandes H/D für eine Verringerung bzw. eine Erhöhung der herrschenden Querstromgeschwindigkeit (siehe Abbildung 5 rechts). Der gesamte Quermassenstrom wird dabei zwangsläufig sukzessive aus den Einzelmassenströmen der Düsenreihen in x-Richtung gebildet. Dies führt zu einer düsenreihenabhängigen Steigerung des Kühlluftmassenstroms und somit auch zu einer Steigerung der lokal herrschenden Querstromgeschwindigkeit. Eine weitere Optimierung der verwendeten Messmethodik wurde in Kooperation mit dem Teilprojekt B06 erarbeitet und implementiert. Dabei können die thermalen Bedingungen im Umfeld des Versuchsstandes innerhalb der Umhausung mithilfe einer regelbaren Heizquelle nahezu unabhängig von äußeren witterungsbedingten Einflüssen angepasst werden. Durch die Anpassung der Umgebungstemperatur können sowohl Verlustwärmeflüsse als auch die notwendige Messzeit minimiert werden.

Abbildung 5: links: schematische Generierung des Querstroms. rechts: Querstrom in Abhängigkeit vom Prallabstand.
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Variation der ebenen Prallstrahl-Arrayanordnung mit dynamischem Querstrom

Im ersten Schritt des zweiten Arbeitspaketes steht die Klassifizierung des Versuchsstandes, im Fokus der Untersuchung. Hierfür wird die von Florschuetz et al. [2] vorgestellte und international anerkannte empirische Funktion zur Vorhersage der Nusselt-Zahlen in einem statisch ausblasenden querstromüberlagerten Düsenarray herangezogen. Ein Vergleich der Funktionswerte NuFL mit eigenen experimentellen Daten Nuexp ist, aufgrund der Definition der empirischen Funktion, in dem vorgestellten Setup für den Mittelwert der Nusselt-Zahl unterhalb der ersten Düsenreihe, 90 Grad zur Querstromrichtung, möglich. In Abbildung 6 links sind die Berechnungsgrundlagen für verschiedene verwendete Nusselt-Zahlen innerhalb des untersuchten Prallstrahlarrays veranschaulicht. Die von Florschuetz et al. vorgestellte Abschätzungsfunktion ist für Prallabstände H/D >> 3 und große Reynolds-Zahlen aufgestellt worden und weist in diesen Bereichen einen möglichen Fehler von bis zu 11 % auf.

Abbildung 6: links: Berechnungsgrundlage für Nusselt-Zahlen. rechts: Vergleich zwischen theoretischen und experimentellen Daten nach Florschuetz.
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Aus Abbildung 6 rechts, wird ersichtlich, dass der Versuchsstand sich äquivalent zu der Funktion von Florschuetz verhält. Für große Prallabstände ist die Abweichung zwischen den theoretischen und den experimentell ermittelten Werten bei unter 5%, bei einem reduzierten Prallabstand erhöht sich die Abweichung, wenn die Reynolds-Zahl reduziert wird, auf bis zu 9.6%. Eine weitere Reduktion des Prallabstandes, welcher weit außerhalb des Validitätsbereiches der Abschätzungsfunktion liegt, zeigt, dass nur die höchste experimentell abgebildete Reynolds-Zahl noch innerhalb des Fehlerfensters der Funktion liegt. Alles zusammengenommen zeigt der vorgestellte Vergleich, dass der Versuchsstand die Abschätzfunktion innerhalb ihres Validitätsbereiches nach Florschuetz gut abbildet [20]. Der zweite Schritt der Versuchsstandsklassifizierung war auf die Bestimmung des Querstromeinflusses auf den konvektiven Wärmeübergang innerhalb des Arrays fokussiert. Für den statischen Fall ist der Einfluss in Abbildung 7 dargestellt. Dabei zeigt die linke Seite die räumliche Entwicklung des konvektiven Wärmeübergangs in Querstromrichtung innerhalb des statisch arbeitenden Arrays ohne einen Querstromrahmen und die rechte Seite zeigt die Entwicklung mit einem integrierten Querstromrahmen. Der Effekt ist in Abhängigkeit vom Prallabstand H/D dargestellt. Es ist ersichtlich, dass der konvektive Wärmeübergang mit anwachsender Querstromgeschwindigkeit, also mit der Anzahl passierter Düsenreihen, deutlich reduziert wird. Darüber hinaus ist ebenfalls erkennbar, dass es durch den zusätzlich kanalisierten Querstrom zu einer Verschiebung der lokalen Maxima im konvektiven Wärmeübergang stromab kommt. Diese Verschiebung wächst mit der Reduktion des Prallabstandes, also mit der Steigerung der Querstromgeschwindigkeit. Die Implementierung einer dynamischen Prallkühlung, hier exemplarisch für fD = 500 Hz dargestellt, minimiert die wärmeübergangsreduzierenden Effekte.

Abbildung 7: Querstromeinfluss auf den Wärmeübergang im Fall von statischem Ausblasen bei ReD = 7200, S/D = 5 in Abhängigkeit vom Prallabstand H/D
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In Abbildung 8 ist die, auf eine Reynolds-Zahl von ReD =2150 normierte räumliche Nusselt-Zahlverteilung für die dynamischen Fälle im Vergleich zum statischen Fall bei einer Reynolds-Zahl von ReD =7200 dargestellt. Es ist ersichtlich, dass die Dynamik die Reduktion der Maxima in Querstromrichtung vollständig ausgleichen kann. Darüber hinaus wird auch die beobachtete Verschiebung der Maxima im konvektiven Wärmeübergang signifikant reduziert. Die Normierung auf die niedrigere Reynolds-Zahl ermöglicht die Identifikation der Reynolds-Zahl-abhängigen Steigerung der lokalen Kühlwirkung. Dies lässt den Schluss zu, dass die durch die Dynamik entstehenden Wirbelsysteme in der Lage sind, den Querstrom mit reduzierter Interaktion durchdringen zu können, wodurch mehr Kühlfluid an die Prallplatte gelangt. Dies kann im Vergleich zum statischen Ausblasfall auf die temporär erhöhte Austrittsgeschwindigkeit des Prallstrahls zurückgeführt werden, was im zeitlichen Mittel in einer Erhöhung des Impulsverhältnisses zwischen dem Prallstrahl und dem Querstrom resultiert. Die aus Abbildung 8 abgeleiteten Effekte sind auch in korrespondierenden PIV-Daten zu beobachten.

Abbildung 8: Effekt der dynamischen Prallkühlung auf den Querstrom in Abhängigkeit vom Prallabstand H/D bei einer Reynolds-Zahl von ReD = 7200 und einem Düsenabstand von S/D = 5.
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In Abbildung 9 sind die mittleren Geschwindigkeitsfelder für den statischen Fall fD = 0 Hz und für einen exemplarischen dynamischen Fall fD = 500 Hz dargestellt. In beiden Fällen wurde ein identischer Kühlluftmassenstrom verwendet. Daraus folgt, dass die mittleren Austrittsgeschwindigkeiten beider Fälle identisch sind. Infolge der periodischen Unterbrechung resultiert, abhängig von der gewählten Pulsbreite sowohl temporär als auch im zeitlichen Mittel eine Impulserhöhung im jeweiligen Prallstrahl, wodurch das lokale Impulsverhältnis zwischen Jet und Querstrom im Vergleich zum stationären Fall erhöht wird. Dies ist erkennbar anhand der erhöhten Strahlgeschwindigkeiten in Prallplattennähe und der damit verbundenen verringerten Strahlablenkung in Querstromrichtung. Aufgrund der erhöhten wandnahen Geschwindigkeiten sind damit gleichermaßen erhöhte Wandschubspannungen verbunden, welche ihrerseits einen gesteigerten konvektiven Wärmeübergang an der Wand bedeuten [14].  Nach der grundlegenden Klassifizierung des Versuchsstandes und der Bestimmung des Querstromeinflusses wurde der konvektive Wärmeübergang in Abhängigkeit von der Frequenz, dem Prallabstand und der Reynolds-Zahl maximiert. Hierfür, werden alle Parameter in den folgenden Grenzen gegeneinander variiert: fD = 0…1000 Hz, ΔfD = 100 Hz, H/D = 2, 3, 5 und ReD = 3200, 5200, 7200.

Abbildung 9: Ablenkung der Prallstrahlen durch den Querstrom PIV-Daten ReD = 7200, H/D = 2, S/D =5.
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Abbildung 10 stellt den globalen Effekt der Variation auf den konvektiven Wärmeübergang innerhalb des Arrays, in Abhängigkeit von der Aktuierungsfrequenzen fD, dar. Dabei wird eine globale gemittelte Nusselt-Zahl Nu (siehe Abbildung 6 links) gebildet und auf die globale mittlere Nusselt-Zahl des korrespondierenden statischen Falls Nu0 normiert. Anhand der Daten wird ersichtlich, dass der globale frequenzabhängige Verlauf aller Fälle eine hohe Ähnlichkeit aufweist. Jede untersuchte Parameterkombination zeigt einen erhöhten konvektiven Wärmeübergang im Vergleich zum statischen Fall und weist ein Zuwachsmaximum von 51 % bei fD = 700Hz auf. Darüber hinaus zeigen die Daten, dass das Zuwachspotenzial mit dem Prallabstand reduziert wird, wohingegen die Erhöhung der Reynolds-Zahl für die Prallabstände von H/D = 3 und H/D = 5 eine potenzielle Zuwachssteigerung aufweist [15, 16, 21].

Abbildung 10: Globaler Einfluss der Pulsfrequenz auf den konvektiven Wärmeübergang in Abhängigkeit der Reynolds-Zahl ReD und des Prallabstandes H/D bei S/D = 5.
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Abbildung 11 zeigt die über 40 Phasenpunkte gemittelten Wirbelstärkefelder der letzten fünf in Querstromrichtung liegenden Düsen für den statischen (fD = 0 Hz), den fD = 500 Hz und für den fD = 700 Hz Fall. Es ist ersichtlich, dass spezifische Aktuierungsfrequenzen die resultierende Wirbelstärke in der Scherschicht deutlich beeinflussen. Dabei sorgt eine erhöhte Wirbelstärke in Wandnähe allgemein für gesteigerte lokale Wandschubspannungen und damit einhergehend für einen erhöhten konvektiven Wärmeübergang. Dieser Effekt ist im Speziellen auch zwischen den Prallzonen zu beobachten, wodurch die flächige Kühlwirkung innerhalb des Arrays mithilfe der Dynamik bedeutend gesteigert werden kann [22]. Neben dem globalen Frequenzeinfluss ist auch der Phasenversatz zwischen den einzelnen Düsenreihen ein relevanter Faktor, um den globalen flächigen konvektiven Wärmeübergang zu optimieren. Um diesen zu analysieren, wird die Phasenlage zwischen den einzelnen Düsenreihen in den Grenzen Φ = 0 … 90 % variiert. Die Variation erfolgt, in Abhängigkeit von der Reynolds-Zahl und vom Prallabstand, bei drei repräsentativen Aktuierungsfrequenzen. Dabei handelt es sich um fD = 300Hz, fD = 500Hz und fD = 700Hz, was einer schwachen, einer mäßigen und der effektivsten Aktuierungsfrequenz entspricht.

Abbildung 11: Frequenzeinfluss auf die über 40 Phasenpunkte gemittelte Wirbelstärke bei fD = 0Hz, fD = 500Hz und fD = 700Hz für ReD = 7200 und S/D = 5.
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In Abbildung 12 ist die Entwicklung der globalen Nusselt-Zahl für den repräsentativen Prallabstand von H/D = 2 für die untersuchten Reynolds-Zahlen und Frequenzen dargestellt. Im Besonderen für hohe Reynolds-Zahlen kann ein beträchtliches zusätzliches Potenzial für die effektivste Frequenz fD = 700Hz beobachtet werden. Mit Variation des Phasenversatzes, was sinnbildlich die zeitgesteuerte Abfolge benachbarter Ringwirbel darstellt, kann die Wirbelinteraktion hinsichtlich des resultierenden Wärmeübergangs an der Wand optimiert werden. Dabei kann bei einem Phasenversatz von Φ = 50 % eine zusätzliche Steigerung des konvektiven Wärmeübergangs von bis zu 12 % verzeichnet werden. Auch die beiden anderen dargestellten Frequenzen zeigen signifikante Steigerungen im konvektiven Wärmeübergang. Dabei kann abhängig von Phasenversatz ein weiterer Zuwachs von bis zu 16 % generiert werden [16]. Die Steigerung der Kühlwirkung im Besonderen bei Φ = 50 % ist einer der treibenden Faktoren für die Verwendung von fluidischen Aktuatoren in der Weiterentwicklung des Systems, da diese einen funktionsbedingten festen Phasenversatz von Φ = 50 % aufweisen.

Abbildung 12: Exemplarischer Einfluss des Phasenversatzes auf den konvektiven Wärmeübergang in Abhängigkeit der Frequenz fD und der Reynolds-Zahl ReD bei einem Prallabstand von H/D = 2, bei einem Düsenabstand von S/D = 5.
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Ein ebenfalls relevanter Parameter ist der räumliche Abstand der Düsen zueinander (siehe Abbildung 13). Untersuchungen zeigen, dass der frequenzabhängige konvektive Wärmeübergang durch die Verringerung des Düsenabstandes S/D dahingehend beeinflusst wird, dass für kleine Prallabstände H/D = 2, eine Verringerung des Düsenabstandes auf S/D = 3 eine potenzielle Steigerung von 60 % bei spezifischen Frequenzen ermöglicht. Werden jedoch größere Prallabstände untersucht, zeigt sich eine Verschlechterung für annähernd alle untersuchten Frequenzen. Dieser Trend setzt sich fort, wenn der Düsenabstand auf S/D = 2.5 reduziert wird. In diesem Fall wird auch für den kleinen Prallabstand nur noch ein maximaler Zuwachs von 35% möglich. Zusätzlich kann der Zuwachs nur noch in einem Frequenzbereich bis fD = 400Hz generiert werden. Dies spricht dafür, dass es mit der Lauflänge des Wirbels und der damit zusammenhängenden Wirbeldurchmesseraufweitung zu verstärkten Interaktionen zwischen benachbarten Wirbeln kommt, welche einen negativen Einfluss auf die Fluidtransporteigenschaften der Wirbelstrukturen ausüben können. Hierzu korrespondierende PIV-Daten und auch Daten in Bezug auf den Einfluss des Phasenversatzes bei reduziertem Düsenabstand wurden bereits aufgenommen und befinden sich aktuell in der Auswertungs- und Veröffentlichungsphase.

Abbildung 13: Einfluss des Düsenabstand S/D auf den konvektiven Wärmeübergang in Abhängigkeit von der Frequenz fD und dem Prallabstand H/D = 2 bei einer Reynolds- Zahl von ReD = 7200.
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Variation der 2D gekrümmten Prallstrahl-Arrayanordnung mit dynamischem Querstrom

Folgend auf die ebene Versuchskonfiguration liegt im Arbeitspaket drei der Fokus auf einer gekrümmten Konfiguration. Dabei basiert der gewählte Krümmungsradius von r = 1 m auf einem auf den Düsenaustritt skalierten, Krümmungsradius einer prall-gekühlten Innenfläche eines NASA E3-Turbinenschaufelprofils. Abbildung 14 zeigt die modifizierte Prall-, Düsenplatte sowie den modifizierten Querstromrahmen. Bei den Krümmungen ist berücksichtigt, dass der Radius der Düsenplatte mit dem Prallabstand angepasst werden muss, um einen 90°-Winkel zwischen der Prallplatte und dem austretenden Prallstrahl zu gewährleisten. Bei der Prallplatte handelt es sich um eine gewölbte Glasplatte wodurch sowohl LCT-, als auch die PIV-Versuchsaufbauten verwendet werden können, welche äquivalent zu den in Abbildung 2 und 3 vorgestellten Aufbauten sind.

Abbildung 14: Schematische Darstellung des gekrümmten Düsenarrays.
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Erste Ergebnisse in Bezug auf den konvektiven Wärmeübergang und die daraus resultierende Kühlwirkung in Form der globalen Nusselt-Zahl sind in Abbildung 15 dargestellt. Dabei ist der generelle Trend in Bezug auf den frequenzabhängigen Zuwachs der Kühlwirkung vergleichbar mit dem der ebenen Konfiguration bei gleichen geometrischen Bedingungen (siehe Abbildung 15 links). Die Differenz zwischen den beiden globalen frequenzabhängigen Nusselt-Zahlverläufen der gekrümmten und der ebenen Platte ist in Abbildung 15 links dargestellt. Es zeigt sich, dass das globale Zuwachsmaximum bei fD = 800 Hz zu verzeichnen ist, und dass für die meisten Frequenzen unter fD = 600 Hz die Abweichung zwischen beiden Konfigurationen bei unter 5 % liegt. Die Ausnahme bilden dabei fD = 200 Hz und fD = 400 Hz, wobei die erste Frequenz eine Nusselt- Zahlreduktion um ca. 34% und die höhere Frequenz eine Nusselt-Zahlverbesserung von 15% aufweist. Dieses überraschende und noch ungeklärte Verhalten wird noch detaillierte mittels einer feineren Frequenzauflösung untersucht. Zusätzlich zu den ersten Effekten zeigen Frequenzen über fD = 600 Hz ebenfalls eine Nusselt- Zahlreduktion; diese ist jedoch frequenzunabhängig annähernd konstant bei 16%.

Abbildung 15: Nusselt-Zahldifferenz zwischen ebener und gekrümmter Konfiguration in Abhängigkeit von der Frequenz fD bei einer Reynolds-Zahl von ReD = 7200, einem Prallabstand von H/D = 3 und einem Düsenabstand von S/D = 3.
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An dieser Stelle ist ebenfalls festzustellen, dass die bei dieser Konfiguration gefundenen Kühlungsmaxima bei fD = 350 Hz und fD = 800 Hz eine Ähnlichlickeit zu den numerisch bestimmten Ergebnissen des Teilprojektes B04 aufweisen. Im Teilprojekt B04 wurden die rezeptivsten Moden für eine äquivalente Prallstrahlgeometrie bei den Strouhal-Zahlen von SrD = 0.46 und SrD = 0.92 gefunden. Werden die gefundenen effektivsten Frequenzen dieser Konfiguration auf die auf den Düsenaustritt bezogene Strouhal-Zahlen SrD umgerechnet, so ergeben sich sowohl für die ebene als auch für die gekrümmte Fläche Strouhal-Zahlen von SrD =0.46 und SrD =1.05 trotz unterschiedlicher Austrittsmachzahl und Prallabstand. Somit bleibt für die ersten vorläufigen Ergebnisse der gekrümmten Versuchskonfiguration festzuhalten, dass das globale Verhalten der frequenzabhängigen Nusselt-Zahlentwicklung ähnlich zu der ebenen Konfiguration ist. Vergleicht man jedoch die absoluten Zuwachsraten, im Besonderen bei hohen Frequenzen, zeigt sich ein im Fall des gekrümmten Versuchskörpers geringerer Kühlwirkungszuwachs. Es zeigt sich darüber hinaus, dass die experimentellen und numerischen Ergebnisse eine Ähnlichkeit in Bezug auf die zu erwartenden Frequenzen für die Kühlungsmaxima aufweisen.

Optimierung und Regelung der dynamischen Prallkühlung

Für die Optimierung und Regelung der dynamischen Prallkühlung wird mit dem Teilprojekt B06 zusammengearbeitet. Dabei ist es notwendig, die Änderungen der Kühlleistung in Echtzeit bewerten zu können. Dies wird durch die Verwendung von Pt-100-Sensoren anstelle der Flüssigkristallthermographie möglich. In Abbildung 16 links ist die Modifikation des in Abbildung 2 im Detail vorgestellten Versuchsaufbaus dargestellt. Dabei wird die LCT-Folie durch 15 Pt-100-Sensoren ersetzt, die unter dem Mittelschnitt des Düsenarrays in einem gleichmäßigen Abstand positioniert sind. Die Sensoren weisen im Vergleich zur LCT-Folie eine wesentlich höhere Bandbreite auf, wodurch die Dynamik der Oberflächentemperatur durch die Messung besser aufgelöst wird. Die Wärmeleitung von der Plattenoberfläche in die restliche Struktur des Versuchsaufbaus verläuft dabei deutlich langsamer. Daher kann davon ausgegangen werden, dass diese die Bestimmung des konvektiven Wärmeübergangs von der Platte mithilfe der gemessenen Oberflächentemperatur nur wenig verfälscht. Um die Echtzeitfähigkeit der Messungen zu gewährleisten kann nicht auf ein thermisches Gleichgewicht des Gesamtsystems gewartet werden. Daher können nur generelle qualitative Trends und keine quantitativen Verläufe detektiert werden. Im Rahmen des Arbeitspaketes ist in Kooperation mit dem Teilprojekt B06 ein innovativer Fast Extremum Seeking Algorithmus in Anlehnung an die Extremwertregelung so entwickelt worden, dass es möglich ist, das thermische Antwortverhalten des untersuchten Gesamtsystems durch Verwendung von pertubierten Parameterrampen abzuschätzen. Dabei dauert die Erfassung einer Rampe nur fünf Minuten, was eine elementare Zeitersparnis gegenüber den bisher üblichen Messverfahren darstellt [17]. Die durchgeführten Experimente zeigen, dass der entwickelte Algorithmus in der Lage ist, den frequenzabhängigen Verlauf der Kühlleistung mit guter Genauigkeit zu detektieren (siehe Abbildung 16 rechts). Somit ist es für ein Prallkühlungssystem möglich, in einer vergleichsweise kurzen Zeit Maxima und Minima im Wärmeübergang infolge geänderter Betriebsbedingungen zu detektieren und das thermische Verhalten als Datenmatrix zu hinterlegen [17].

Abbildung 16: Links: Modifikation des Versuchsaufbaus Rechts: Vergleich LCT-Daten zu Pt-100- Daten mit Fast Extremum Seeking Algorithm bei einer Reynols-Zahl von ReD = 7200, einem Prallabstand von H/D = 3 und einem Düsenabstand von S/D = 5.
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Verwendete Literatur (Auszug)

[1]  M. Bauer, J. Lohse, F. Haucke, and W. Nitsche. High-lift performance investigation of a two-element configuration with a two-stage actuator system. AIAA Journal - Technical Notes, 2014.

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[3]  M. Gharib, E. Rambod, and K. Shariff. A universal time scale for vortex ring formation. Journal of Fluid Mechanics, 360:121–140, 1998.

[4]  S. D. Hwang and H. H. Cho. Effects of acoustic excitation positions on heat transfer and flow in axisymmetric impinging jet: main jet excitation and shear layer excitation. Int. J. of Heat and Fluid Flow, 24:199–209, 2003.

[5]  T. Janetzke and W. Nitsche and J. Täge. Experimental investigations of flow field and heat transfer characteristics due to periodically pulsating impinging air jets. Heat and Mass Transfer, 45:193–206, 2008. DOI: 10.1007/s00231-008-0410-8

[6]  T. Janetzke and W. Nitsche. Time resolved investigations on flow field and quasi wall shear stress of an impingement configuration with pulsating jets by means of high speed piv and surface hot wire array. Int. J. Heat and Fluid Flow, 30:877–885, 2009.

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[13]  Y. Xing, S. Spring, and B. Weigand. Experimental and numerical investigation of heat transfer characteristics of inline and staggered arrays of impinging jets. Journal of Heat Transfer, 132:092201/1–11, 2010.

Projektrelevante eigene Publikationen

[14]  A. Berthold (B03) and F. Haucke (B03). Experimental investigation of dynamically forced impingement cooling. In Proceedings of ASME Turbo Expo 2017, volume 5A: Heat Transfer. ASME Turbo Expo 2017: Turbomachinery Technical Conference and Exposition, 2017.

[15]  A. Berthold (B03) and F. Haucke (B03). Experimental study on the alteration of cooling effectivity through excitation-frequency variation within an impingement jet array with side-wall induced crossflow. Active Flow and Combustion Control 2018, Ch: Springer International Publishing.:(S.339–354), 2018.

[16]  A. Berthold (B03) and F. Haucke (B03). Influence of excitation frequency, phase-shift and duty cycle on cooling ration in a dynamically forced impingement jet array. In ASME Turbo Expo 2019, number GT2019-90695. ASME Turbo Expo 2019: Turbomachinery Technical Conference and Exposition, 2019.

[17]  B. Fietzke (B06), M. Kiesner (B06), A. Berthold (B03), F. Haucke (B03), and R. King (B06). Map estimation for impingement cooling with a fast extremum seeking algorithm. Active Flow and Combustion Control 2018, Ch: Springer International Publishing.:(S.367–378), 2018.

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